一種新型埋頭彈閉氣結構設計及仿真分析

譚慶，李強，胡建波，孫云忠，蔡濤

(1.湖南國防工業職業技術學院，湖南 湘潭 411207；2.中北大學 軍民融合學院，山西 太原 030051；3.重慶長安工業(集團)有限責任公司，重慶 401120)

一款成功的彈藥，對于提高身管壽命，確保射擊精度，縮小射彈散布起著至關重要的作用。美軍最開始提出埋頭彈藥概念的初衷是采用全可燃或半可燃藥筒，規整的炮彈外形以實現炮彈減重和減少炮彈體積的目的。在美軍進行了75 mm埋頭炮彈、5.56 mm埋頭槍彈的研究和試驗工作后，各國均對埋頭彈進行了大量的研究工作。

日本從20世紀末就開始了埋頭彈藥及其火炮自動機研發試制工作。藥筒前端設計為錐形，便于彈藥入膛時導正炮彈姿態，可能還有一定的閉氣作用。藥筒底座和藥筒中筒連接處增加了襯套，用于防止火藥氣體從連接處泄露燒蝕閉鎖裝置。傳火管上僅開有對稱的4個孔，用于點燃主發射藥。文獻[1-10]提出和采用了一種采用金屬藥筒和金屬導向筒的埋頭彈藥方案，彈尾為底緣結構，用于供彈入膛時炮彈的定位。在導向筒四周開有規律分布的小孔，以使導向筒與藥筒夾層內的主裝藥充分燃燒。文獻[11]采用57 mm高炮的炮彈及藥筒改制了一種40 mm口徑的埋頭彈藥，錐形的藥筒結構有利于推彈和退殼動作的完成。在靠近藥筒前端的位置，定向筒上開有對稱分布的5組小孔，炮彈底端通過這些小孔時，彈尾高溫高壓火藥燃氣會從這些小孔內進入，迅速點燃定向筒與藥筒之間的主發射藥。藥筒前端的錐面在火藥燃氣的作用下貼緊藥室內壁，可以防止火藥燃氣從藥筒和藥室內壁之間的間隙泄露。這種方案不能采用橫擺膛自動機機構，炮彈外形不規整，需采用較為復雜的供彈裝置。文獻[12-13]提出和采用了一種與藥筒直徑相等的彈尾結構，取消了彈尾底緣結構，優化了彈體外形，有利于簡化彈鼓結構。導向筒為鋼制開孔結構，導向管周圍襯有一層薄膜，當導向管內外壓力差達到一定程度時，火藥燃氣沖破薄膜，從導向管上的小孔進入并點燃導向管與藥筒之間的主裝藥。導向筒可更換為可燃材料，減少了藥筒的消極質量。這兩種結構都需要設計專門的閉氣結構。

綜上所述，現有的埋頭彈方案，要么具備規整的外形，需要專門的閉氣結構；要么自帶閉氣結構，但外形不規整。筆者在前人研究的基礎上，設計了一款具有規整外形的自帶閉氣結構的埋頭彈。

1 結構原理

新型埋頭彈藥由底火、藥筒底座、襯套、藥筒中筒、中心傳火管、速燃藥1、主裝藥、可燃導向筒、彈丸、速燃藥2、藥筒上筒、端蓋等組成，如圖1所示。端蓋與藥筒上筒過盈連接，在儲存和運輸時起到防潮和防止磕碰的作用，在彈箱內，炮彈端蓋在剛性導引的作用下從藥筒上摘除后炮彈方可入膛。藥筒中筒與藥筒底座沿縱縫焊接，為了防止火藥氣體從連接處泄露對閉鎖裝置造成破壞，在筒體內部放入襯套，彈藥發射時襯套貼緊內壁，阻斷火藥氣體的泄露通道。藥筒上筒和藥筒中筒通過螺紋連接在一起，在藥筒上筒和藥筒中筒之間的空隙內填塞有速燃藥。導向筒為可燃材料，導向管為外周包覆有薄膜的開孔結構，彈丸通過導向筒和藥筒上筒上的20個沿彈軸對稱分布的小孔時，破膜開孔，火藥燃氣點燃速燃藥2。

中心傳火管被點燃后推動彈丸沿可燃導向筒向前運動，彈丸被中心傳火管和主裝藥產生的火藥燃氣推送至膛線起始部時，火藥燃氣沿可燃導向筒和導向管套上均布的20個“燃氣導孔”進入藥筒和導向管套形成的Ⅰ腔內，產生巨大壓力，使藥筒的外壁貼緊身管內壁，完成閉氣動作。針對藥筒可能出現不能完全膨脹嚴密貼緊身管內壁的情形，在身管端面上增加環形槽結構，如圖2所示，部分火藥燃氣進入藥筒和身管形成的Ⅱ腔內，沿著身管和旋轉藥室的間隙泄露，當進入身管和旋轉藥室形成的Ⅲ腔和Ⅳ腔時，氣體膨脹并形成渦流，達到減緩氣體外泄的目的。

2 閉氣系統閉氣效果評估

埋頭彈火炮發射過程中，若密封不嚴實，火藥燃氣從旋轉藥室和身管之間的間隙泄漏，會造成火炮內彈道一致性差異，影響射擊精度。對于非全封閉的炮塔，火藥燃氣的泄露還會危及乘員的安全。為了確保發射過程的安全性和可靠性，需要對閉氣系統的閉氣效果進行評估。

筆者述及的埋頭彈火炮自動機在發射過程中的流體域如圖2所示。中心傳火管內的速燃藥被底火點燃之后推動彈丸沿身管軸線方向運動，火藥燃氣點燃炮彈中的速燃藥3，使火藥燃氣迅速充滿Ⅰ腔，Ⅰ腔內的火藥燃氣壓力使藥筒前端外周錐面進一步緊貼身管內表面。在彈尾壓力未達到彈丸擠進啟動壓力40 MPa前，彈丸上的彈帶將Ⅰ腔與Ⅱ、Ⅲ和Ⅳ腔隔離開。當彈帶擠入膛線并沿膛運動時，若藥筒前端外周錐面未緊貼身管或貼緊不嚴實，火藥燃氣就會進入Ⅱ、Ⅲ和Ⅳ腔，將Ⅰ腔與Ⅱ、Ⅲ和Ⅳ腔聯通。參照常規制式藥筒的情況，藥筒外壁與旋轉藥室內膛形成的環形間隙，在點火后會迅速因壓力使藥筒產生變形而將其填充，在仿真計算時可視情況將該區域的長度縮短；或假定該區域藥筒與藥室貼合緊密，無氣體泄漏。

進行閉氣效果評估時要做的工作分兩個部分：第一部分工作是確認在彈尾壓力未達到彈丸擠進啟動壓力時，Ⅰ腔內的氣體壓力能否使藥筒前端外周錐面產生足夠大的變形以貼緊身管內表面；第二部分工作是分析藥筒與身管未能緊密貼合情況下氣體泄漏量的計算和評估。

2.1 藥筒有限元分析

不考慮搬運過程中可能存在的磕碰引起的藥筒變形，藥筒加工時不可避免的會存在加工和裝配誤差，如長度尺寸誤差、圓度誤差、同軸度誤差和粗糙度誤差等均會對此過程產生較大影響。在這些影響因素中，長度尺寸誤差對閉氣性能的影響最大，現階段可將長度誤差控制在-0.5 mm≤Δl≤0 mm?？紤]重力的影響因素，供彈入膛后，藥室和身管縱軸線與藥筒縱軸線并不重合，藥筒外圓與藥室內膛之間的間隙h可以控制在最大0.2 mm(在藥筒頂部)，最小0 mm(在藥筒底部)；在藥筒長度取下公差時，藥筒前端錐面與身管內壁的間隙最大為0.202 mm，最小為0.006 mm，如圖3所示。

如圖4所示，為減少計算量，選取身管的一段，旋轉藥室上去除與本分析關聯不大的結構，將藥室簡化為壁厚為其最小壁厚的厚壁圓筒。建立簡化后的藥筒、身管和藥室仿真1/2模型。身管和藥室材料為PCrNi3MoVA，其屈服極限大于885 MPa。藥筒材料為S15A低碳鋼，其抗張強度為366 MPa，屈服強度241 MPa，延伸率為43.8%。有限元分析采用的網格為C3D8R單元，單元總數75 512個。對1/2模型的剖切面施加對稱約束，對藥筒內壁施加圖5、6所示的內彈道規律曲線，對整個模型施加沿y軸負向的重力邊界載荷。在彈丸彈帶擠入膛線之前，藥筒前端端面未受到火藥燃氣壓力作用，0.32 ms時彈尾通過藥室和身管的間隙后火藥燃氣才開始作用于藥筒前端面和外端面。

仿真的應力云圖如圖7所示，y向位移-時間曲線如圖8所示。0.32 ms之前，火藥燃氣平均壓力未達到40 MPa，彈丸彈帶未擠入膛線，彈丸尚未沿膛運動；0.32 ms時刻，處于藥筒正上方的結點60的y向位移為0.206 1 mm，合位移為0.206 1 mm；處于藥筒正下方的結點5747的y向位移為-0.005 4 mm，合位移為0.035 4 mm；0.32 ms時刻，藥筒前端錐面有1/2左右已經與身管內壁貼緊。到0.5 ms時刻，藥筒前端錐面完全與身管內壁貼緊。當彈丸彈帶擠入膛線后僅有少量氣體會從藥筒和身管內壁貼合處泄露。

在火藥燃氣壓力的作用下，藥筒上方在y軸正向上產生了較大位移并迅速貼緊身管內壁；藥筒下方因已經貼緊身管內壁，當火藥燃氣壓力與身管對藥筒的支承力和摩擦力平衡時，所有藥筒前端外錐面均貼緊身管內壁，完成對火藥氣體的可靠密封。

2.2 火藥燃氣流體分析

2.1.1 基本方程

彈丸通過身管和旋轉藥室間隙后的流體計算域如圖2所示。彈丸擠入膛線后，Ⅰ腔、Ⅱ腔連通，火藥燃氣進入Ⅱ腔，當藥筒前端錐面與身管內壁貼合緊密時，火藥燃氣不會從兩者之間的間隙泄露，進入Ⅱ腔的氣體突然膨脹并形成渦流，壓力與膛內壓力持平后，形成壓力死區。

當藥筒前端錐面未與身管內壁貼合緊密時，氣體的流動可近似認為是氣體流經活塞間隙的流動。藥筒前端外錐面與身管內壁之間的間隙與活塞間隙類似，對于非臨界流動，間隙處的流量為

(1)

式中：μ為流量系數，μ=1.08δ0.56，δ為活塞單位長度上的間隙值；S為間隙截面積，若藥筒縱軸線與身管縱軸線重合，S=πD0δ，D0為活塞的名義直徑；k為比熱比；p0為膛內壓力。

考慮到重力的作用，藥筒縱軸線和身管縱軸線不是重合的，此時，間隙隨角度的變化規律可近似為

(2)

氣體通過小單元面積ΔS的流量為

(3)

(4)

將式(4)代入式(1)可得

(5)

代入各相關參數后即可估算出從藥筒前端錐面和身管間隙泄露的氣體量。

2.2.2 建立分析模型

用流體動力學仿真軟件對內彈道時期的膛內流場進行具體分析。使用AutoCAD軟件將二維模型簡化后導入Gambit軟件中進行網格劃分，如圖9所示，為便于網格劃分，將整個計算域分為3個區域：彈丸運動區域，Ⅰ腔區域，Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ腔區域。彈丸運動區域采用結構網格進行劃分，網格尺寸為1 mm，Ⅰ腔區域，Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ腔區域尺寸較小，且結構不規整，采用非結構化網格進行劃分，網格尺寸設置為0.1 mm。彈丸運動區域與Ⅰ腔區域、Ⅱ腔區域之間采用interface交換邊界進行數據交換，壓力入口、壓力出口與固壁邊界條件設置如圖10所示。彈丸運動規律、入口的溫度與壓力由根據內彈道數據編譯成的profile文件進行控制，施加的內彈道數據如圖5、6所示。

理論上，藥筒與身管是緊貼在一起的，不會發生火藥燃氣泄漏，考慮到加工工藝、裝配和勤務運輸中的碰撞等問題，將藥筒前端外錐面與身管內壁的間隙設定為0.05 mm。仿真時所有的氣體均是從藥筒底部生成的，Ⅰ腔內的氣體是從藥筒主腔室經由20個小孔進入的。彈丸彈帶未擠入膛線前，由20個小孔進入Ⅰ腔的火藥燃氣逐漸堆積，產生渦流并形成死區，如圖11、12所示。彈頭前端的空氣受到壓縮時，部分空氣進入Ⅱ腔，并產生了3個氣流速度較慢的渦流，有效減緩火藥燃氣外泄。

如圖13所示，彈丸上的彈帶擠入膛線后，進入Ⅰ腔的火藥燃氣產生的壓力已大于20 MPa，如2.1節所計算的，能將藥筒前端外錐面與身管內壁基本貼緊，能密封膛內火藥燃氣。需要說明的是，仿真是假設所有氣體均是從可燃藥筒底部生成并推動彈丸向前運動的，這與實際情況存在一定的差別。在彈丸底部通過可燃藥筒和藥筒上筒上的20個斜孔時，部分高溫高壓火藥燃氣進Ⅰ腔，會點燃Ⅰ腔內的速燃藥2，使得Ⅰ腔內的壓力高于流體仿真所計算得到的20 MPa，因此藥筒前端外錐面比身管內壁的貼合情況會比仿真所得結果更好。

彈丸上的彈帶擠入膛線后，Ⅱ、Ⅲ和Ⅳ腔與主腔室聯通，火藥燃氣首先進入Ⅱ腔，進入Ⅱ腔氣體形成了3個渦流，使得氣體速度減小。若藥筒因磕碰未能與身管內壁貼合，導致火藥燃氣進入進入Ⅲ腔和Ⅳ腔，這些火藥氣體也產生了類似的渦流，渦流使得氣流速度減弱，減少了從旋轉藥室和身管間隙泄露的氣體量。如圖14所示，整個內彈道時期，即使將藥筒和身管間隙設定為0.05 mm，從身管和旋轉藥室間隙泄漏的氣體量也僅為1.1 g，遠低于260 g的燃氣總量。

3 結束語

筆者在前人研究的基礎上，提出了一種自帶閉氣結構的埋頭彈方案，能以較規整的外形，較簡單的結構，較小的軸向位移，利用炮彈自身結構進行閉氣，身管端面閉氣溝槽緩能減緩少量從身管和旋轉藥室間隙泄漏的火藥燃氣外泄速度。初步分析認為，該方案具有一定的工程價值。